DSpace VSB-TUO http://www.dspace.vsb.cz þÿXada stavební / Civil Engineering Series
þÿXada stavební. 2014, ro. 14 / Civil Engineering Series. 2014, vol. 14
þÿNumerické modelování asov þÿzávislého chování ~elezobetonové þÿkonstrukce s vyu~itím modelu B3 2016-03-04T13:09:32Z http://hdl.handle.net/10084/111330 Downloaded from DSpace VSB-TUO
Sborník vědeckých prací Vysoké školy báňské - Technické univerzity Ostrava číslo 1, rok 2014, ročník XIV, řada stavební článek č. 11 Jiří KOKTAN1, Jiří BROŽOVSKÝ2 NUMERICKÉ MODELOVÁNÍ ČASOVĚ ZÁVISLÉHO CHOVÁNÍ ŽELEZOBETONOVÉ KONSTRUKCE S VYUŽITÍM MODELU B3 NUMERICAL MODELLING OF TIME-DEPENDENT BEHAVIOUR OF REINFORCED CONCRETE STRUCTURE WITH USE OF B3 MODEL Abstrakt Příspěvek se zabývá výpočetní analýzou časově závislých deformací železobetonové rámové konstrukce s využitím teorie lineární viskoelasticity a modelu B3. Numerické řešení využívá přímé integrace a je implementováno v algoritmickém jazyce. K výpočetní analýze prutových konstrukcí je využita obecná deformační metoda. V příspěvku je kromě příkladu výpočtu s využitím modelu B3 prezentováno a diskutováno srovnání s výpočtem podle ČSN EN 1992-1-1. Klíčová slova Numerické modelování, viskoelasticita, železobeton, deformační metoda, model B3. Abstract The paper proposes an implementation of creep analysis of reinforced concrete structures which utilizes the B3 model and the direct stiffness method for reinforced concrete frames. The analysis is based on a numerical integration and it is implemented in an algorithmic programming language. There is presented a solution with the mentioned approaches which is compared with solution based on the EN 1992-1-1 technical standard. Keywords Numerical modelling, viscoelasticity, reinforced concrete, direct stiffness method, B3 model.
1 ÚVOD Řada stavebních materiálů mění svoje vlastnosti v čase. Důsledkem těchto změn je obvykle nárůst deformací během životnosti stavebních konstrukcí. Tyto jevy jsou nezanedbatelné například u materiálů na bázi dřeva [2,5], ale také u betonu (dotvarování, smršťování) [3,6,10,12]. Některé moderní stavební konstrukce, například vícepodlažní bytové domy, uvedené dva typy materiálů kombinují, a proto je potřebné studovat vliv těchto dlouhodobých změn na celkovou funkčnost a použitelnost těchto objektů. Jde zejména o možné důsledky rozdílných deformací v průběhu životnosti objektů, které mohou vést k narušování spojů mezi prvky z jednotlivých materiálů, k nadměrným deformacím, případně ke ztrátě účinnosti izolačních prvků nebo k estetickým závadám (trhliny v pohledových prvcích). Význam těchto vlivů je často možné zanedbat u konstrukcí malého rozsahu, ale nelze je pominout u konstrukcí větších rozměrů (např. vícepodlažní pozemní stavby, dřevo-betonové lávky a mosty větších rozpětí) [7]. 1
2
Bc. Jiří Koktan, Katedra stavební mechaniky, Fakulta stavební, VŠB-Technická univerzita Ostrava, Ludvíka Podéště 1875/17, 708 33 Ostrava - Poruba, tel.: (+420) 597 321 321, e-mail:
[email protected]. Doc Ing. Jiří Brožovský, Ph.D., Katedra stavební mechaniky, Fakulta stavební, VŠB-Technická univerzita Ostrava, Ludvíka Podéště 1875/17, 708 33 Ostrava - Poruba, tel.: (+420) 597 321 321, e-mail:
[email protected].
77
Na Fakultě stavební VŠB-TU Ostrava je v současné době připravován širší výzkum dlouhodobého chování rozsáhlých konstrukcí kombinujících prvky z železobetonu a konstrukčního dřeva, případně z materiálů na bázi dřeva. Předkládaný článek proto představuje část úvodních teoretických prací, které mají sloužit k přípravě nástrojů pro modelování předpokládaného chování uvedených konstrukcí v průběhu jejich životnosti. V příspěvku je diskutováno především použití numerického modelu B3 pro beton [1] a jeho implementace v algoritmickém jazyce, která má posloužit především k ověření zvolených výpočetních postupů před tím, než budou připraveny nástroje pro rozsáhlejší úlohy.
2 MODELOVÁNÍ ČASOVĚ ZÁVISLÝCH JEVŮ V BETONU 2.1 Viskoelastické modely Důsledkem změn ve struktuře betonu v čase (chemické procesy, vysychání atd.) dochází nejen ke změnám mechanických vlastností materiálu (nárůst pevnosti, modulu pružnosti), ale také k postupnému vývoji deformací, a to i při konstantním zatížení (dotvarování betonu). K popisu tohoto chování existuje celá řada přístupů. Často se vychází z teorie lineární viskoelasticity, kterou je ovšem u betonu možné použít jen v případech, kdy napětí v materiálu dosahují podstatně nižních hodnot než je pevnost betonu [8,9]. Této skutečnosti využívají i technické normy [4], které v různé podobě zavádějí časově závislou funkci poddajnosti viskoelastického materiálu nebo z ní vyjádřený součinitel dotvarování. Funkci poddajnosti betonu je možné popsat například pomocí Kelvinova řetězce [8], což však vyžaduje znalost řady parametrů řetězce, jejichž stanovení nemusí být v praktických úlohách snadné. Proto, pokud není vhodné nebo účelné použít normový přístup, je možné použít některý z přesnějších modelů, například model B3 [1,9].
2.2 Model B3 Pro dále popsané práce byl vybrán model B3 navržený profesorem Bažantem [1] a to v takzvané zkrácené verzi. Model B3 byl sestaven na základě vyhodnocení dlouhodobých výzkumů chování železobetonových konstrukcí. Jeho určitou nevýhodou je jistá složitost a obtížnost stanovení některých vstupních parametrů. Ty musí být v optimálním případě získány pomocí krátkodobých dotvarovacích zkoušek pro konkrétní beton. Autoři modelu také uvádí rozsah vlastností betonu, pro který je model ověřen: vodní součinitel v rozsahu od 0,35 po 0,85, pevnost na válcích po 28 dnech od 17 MPa do 70 MPa a hmotnost cementu 160-720 kg v metru krychlové betonu. Pro běžné betonové směsi je možné najít doporučené hodnoty jednotlivých materiálových parametrů, které byly použity také v úlohách diskutovaných v dalším textu. Funkce J má ve zkrácené verzi modelu B3 tvar:
J (t , t ' )
1 q s ln (1 ( t ' m )( t t ' ) n , Eo
(1)
kde: t‘ – čas, kdy je vneseno zatížení [dny], t – čas, pro který je prováděn výpočet [dny], Eo – asymptotický modul pružnosti [Pa]. Ostatní veličiny jsou konstantami a je možno je určit experimentálními testy. Pro běžné betony se zpravidla doporučují hodnoty: ψ=0,3, m=0,5, n=0,1, α=0,001 [8]. V rovnici (1) není uvážen vliv smršťování betonu. Podle [9] se v dále uváděných příkladech u modelu B3 počítalo s Pickettovým efektem.
2.3 Výpočetní postupy Ke stanovení hodnoty funkce poddajnosti J v čase t je možné použít numerickou integraci nebo jiné numerické postupy (například exponenciální algoritmus, jak je ukázáno v [9]). Pro potřeby
78
výpočtů rámových konstrukcí obecnou deformační metodou [11] je nutné stanovit také relaxační funkci R(t,t‘), která je s funkcí poddajnosti svázána vztahem (2).
,
,
,
,
1,
(2)
Relaxační funkce může být stanovena numericky na základě vztahu (2) nebo může být pro beton stanovena dle [8] přibližně pomocí vztahu (3). ,
,
,
, ,
,
∆
,
1
,
(3)
kde: tm – polovina doby mezi t a t’ [dny], ∆t – 1 den [dny]. Srovnání přesnějšího numerického výpočtu vycházejícího ze vztahu (2) s přibližným analytickým řešením podle vzorce (3) je uvedeno na Obrázku 1. Při výpočtu byly použity výše uvedené doporučené parametry funkce poddajnosti. V dalších výpočtech bylo používáno numerického postupu. R(t,30)
10
5
x 10
4.5
[Pa]
4 3.5 3 numerické řešení t=1den přibližné řešení podle analytického vztahu
2.5 2 1.5 0
50
100
150
200 t[dní]
250
300
350
400
Obr. 1: Rozdíl mezi numerickým a přibližným analytickým výpočtem relaxační funkce
3 SROVNÁNÍ VÝSLEDKŮ MODELU B3 A ŘEŠENÍ PODLE ČSN EN 1992-1-1 3.1 Zadání srovnávacího příkladu Pro srovnání výsledků získaných pomocí zkrácené verze modelu B3 a postupu podle ČSN EN 1992-1-1 uvedeném v příloze B byl připraven model prostého nosníku o rozpětí 3 metry zatíženého spojitým rovnoměrným zatížením o velikosti 7 kN/m, které bylo na nosník umístěno 30 dní od betonáže. Nosník byl navržen z betonu C30/37 (průměrná pevnost po 28 dnech 38 MPa a sečnový modul pružnosti 32 GPa) s hlavní výztuží 4x10-B420B při spodním okraji s krytím 38 mm. Pro výpočty byla předpokládána průměrná relativní vlhkost prostředí 50%. Schéma příkladu je uvedeno na Obrázku 2. Při výpočtech podle se neuvažovalo s vlivem tahových trhlin.
79
Obr. 2: Schéma srovnávacího příkladu Nosník byl rozdělen na 10 konečných prvků. Byly uvažovány dvě varianty řešení, v první byl vliv hlavní nosné výztuže zahrnut v idealizovaném průřezu, zatímco v druhé variantě byla výztuž zavedena do výpočtu pomocí dalších konečných prvků. Pruty výztuže byly umístěny vůči neutrální ose nosníku excentricky. Toho bylo v modelu dosaženo pomoci krátkých prutů s vysokou tuhostí, které spojovaly uzly konečných prvků betonového nosníku s uzly konečných prvků představujících výztuž. Interakce mezi betonem a výztuží je tedy zjednodušeně modelována jen v uzlech.
3.2 Výsledky srovnávacího příkladu Na Obrázku 3 jsou srovnány vypočítané průběhy vývoje průhybu nosníku uprostřed rozpětí v čase. Je patrné, že vliv zanedbání výztuže na výsledky není zanedbatelný. Model B3 při daných vstupních parametrech poskytuje vyšší odhady deformace než model podle ČSN EN.
2.5
w [mm]
2
1.5
1 ČSN EN s výztuží ČSN EN B3 B3 s výztuží
0.5
0
1
2
3
4
5
t [let]
6
7
8
9
10
Obr. 3: Vývoj maximálního průhybu nosníku v čase Vzhledem k tomu, že jde o idealizovaný model staticky určité konstrukce, nemá dotvarování vliv na rozložení vnitřních sil. V případě modelu s výztuží, která na rozdíl od betonu svoje deformace v čase nemění, k přerozdělení sil dojde. To je ilustrováno na Obrázku 4, kde jsou srovnány síly ve výztuži v čase 3 dny po přiložení zatížení a po 10 letech. Na Obrázku 5. jsou síly ve výztuži v případě výpočtu pomocí modelu B3. Rozdílné hodnoty počáteční napjatosti ve výztuži vyplývají z rozdílných vstupních parametrů obou použitých modelů (při použití modelu B3 je nutno pracovat s asymptotickým modulem pružnosti). Skoková změna sil v jednotlivých konečných prvcích výztuže je dána výše uvedeným zjednodušeným modelem spolupůsobení výztuže s betonem, ve kterém je společná deformace betonu a výztuže zajištěna jen v uzlech konečných prvků.
80
-2
kN 20 9. kN
kN
kN
57 7.
57 7.
kN
kN
kN
z [m]
14 5. kN kN 89 96 1. 0. kN
62 2. kN
86 3.
kN
0
0
kN kN 89 96 1. 0.
62 2.
kN
kN
kN
kN
68 4.
10 5.
10 5.
kN
86 3. kN
68 4.
14 5.
-0.5
-1
0.5 -0.5
1 .0 10
1 .0 10
20 9.
-1.5
0.5
1
1.5 x [m]
2
2.5
3
3.5
Obr. 4: Hodnoty normálové síly ve výztuži při výpočtu dle ČSN EN -2 kN
kN
kN 4 .9 10 kN
0 .9 11
0 .9 11
4 .9 10
01 9.
01 9.
-1.5
kN
kN
kN kN kN 25 04 2. 1. kN
kN
0
0.5 -0.5
0
z [m]
11 6.
kN
83 2.
83 2. kN 17 4. kN
kN
kN
06 5.
51 5.
51 5.
kN
17 4.
06 5.
kN kN kN 25 04 2. 1.
-0.5
11 6.
-1
0.5
1
1.5 x [m]
2
2.5
3
3.5
Obr. 5: Hodnoty normálové síly ve výztuži při výpočtu pomocí modelu B3 Ve výpočtech bylo využíváno numerické integrace a numerického výpočtu relaxační funkce. Vzhledem k tomu, že funkce popisující časově závislé chování betonu jsou silně nelineární a stejné chování vykazují i výsledné deformace (viz Obrázek 3), je potřebné ověřit také vliv velikosti výpočtového kroku na výsledky výpočtů. Bylo ověřeno použití rovnoměrného kroku (až do 100 intervalů) a kroku, jehož velikost se měnila logaritmicky podle doporučení v [9] (až do 20 intervalů). Výsledky jsou uvedeny na Obrázku 6. Z provedeného srovnání je zřejmé, že při vyšších počtech kroků výsledky výpočtů konvergují ke stejnému řešení. Současně je patrné, že při rovnoměrném kroku řešení je nutno použít poměrně vysokého počtu výpočtových kroků (100), zatímco při kroku proměnné velikosti vede již rozdělení řešeného časového intervalu (10 let) na 10 kroků k dostatečně přesným výsledkům.
81
-3
2.5
x 10
2
w [m]
1.5
1
Rovnoměrné rozdělení 100 intervalů Rovnoměrné rozdělení 50 intervalů Rovnoměrné rozdělení 10 intervalů
0.5
Logaritmické rozdělení 10 intervalů Logaritmické rozdělení 20 intervalů
0 1 10
2
10
t [dní]
10
3
4
10
Obr. 6: Vliv výpočtového kroku na deformace v čase
4 VÝPOČET DOTVAROVÁNÍ ROVINNÉHO RÁMU 4.1 Popis konstrukce Rozměry a zatížení rámu jsou uvedeny na Obrázku 7. Pro určení deformací vlivem dotvarování se uvažovala kvazistálá kombinace zatížení. Zatížení začalo působit po 40 dnech. 25,8 2 0,2 ∙ 14,4 30,7kN/m. Velikost Velikost zatížení rámové příčle 1kN/m. zatížení sloupů Jako materiál byl ve výpočtu uvažován beton třídy C20/25, hlavní nosná výztuž byla B500B. Funkce poddajnosti betonu byla určena podle zkráceného modelu B3 s následujícími parametry: 24MPa, doba ošetřování 28 dní. průměrná pevnost v tlaku
Obr. 7: Schéma modelu rovinného rámu Hlavní nosná výztuž sloupů byla uvažována 4xϕ16. U příčle byla výztuž při spodním povrchu 4xϕ16, a při horním povrchu 4xϕ20, přičemž krytí bylo ve všech případech 30 mm. Rozměry jednotlivých prvků a polohy výztuže jsou uvedeny na Obrázku 8.
82
Obr. 8: Průřezy sloupu (vlevo) a příčle rámu
4.2 Výsledky řešení rámu Na Obrázku 9 je ukázán průhyb uprostřed rozpětí příčle rámu. Obrázek 10 pak ilustruje vývoj deformací rámu po půl roce, po 5 letech a po 20 letech.
40
w [mm]
30
20
10
0 0
2
4
6
8
10 12 t [let]
14
16
18
20
Obr. 9: Vývoj průhybu příčle v čase
-1
[0.18mm;0.73mm]
z [m]
0 1
t=0.5 let
[0.00mm;2.10mm]
t=5 let
[-0.18mm;0.73mm]
t=20 let [7.53mm;0.49mm]
[-7.53mm;0.49mm] [0.09mm;31.97mm]
2
[-0.09mm;31.97mm]
3 4 0
2
4
6 x [m]
8
10
12
Obr. 10: Celkové deformace rámu po 0,5 roku, po 5 letech a po 20 letech
6 ZÁVĚR V článku bylo prezentováno řešení časově závislých deformací železobetonových rámů s využitím deformační metody a modelu B3. Bylo ověřeno, že uvedený postup je vhodný i v případě, že je implementován pomocí algoritmického jazyka (např. Octave nebo Matlab). Při použití přesnějších modelů, jako je model B3 je ovšem nezbytné používat data ověřená alespoň
83
krátkodobými experimenty, neboť obecně nelze pracovat s normovými vstupními daty, která jsou statisticky upravena a nemusí nutně odpovídat konkrétní situaci (viz např. Obrázek 3). PODĚKOVÁNÍ Prováděné práce byly podporovány z prostředků na koncepční rozvoj vědy a výzkumu poskytnutých VŠB-TU Ostrava Ministerstvem školství, mládeže a tělovýchovy ČR.
[1]
[2] [3]
[4] [5]
[6]
[7] [8] [9]
[10] [11] [12]
LITERATURA BAŽANT, Zdeněk P. a BAWEJA. Creep and Shrinkage Prediction Model for Analysis and Design of Concrete Structures: Model B3. ACI Concrete International. 2001, ACI 23, s. 3839. Dostupné z: http://www.civil.northwestern.edu/people/bazant/PDFs/Papers/S39.pdf CECCOTTI, Ario. Composite concrete‐timber structures. Progress in Structural Engineering and Materials, 2002, 4.3: 264-275. ČAJKA, Radim a Pavlína MATEČKOVÁ. Parametrické výpočty únosnosti a použitelnosti předpjaté střešní vaznice. Sborník vědeckých prací Vysoké školy báňské - Technické univerzity Ostrava: Řada stavební. 2010, X, č. 1, s. 1-10. ČSN EN 1992-1-1: Navrhování betonových konstrukcí- část 1-1 Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby. Praha: ČNI, 2006. FRAGIACOMO, Massimo; CECCOTTI, Ario. Long-term behavior of timber–concrete composite beams. I: Finite element modeling and validation. Journal of structural engineering, 2006, 132.1: 13-22. JANULÍKOVÁ, Martina, Radim ČAJKA, Pavlína MATEČKOVÁ a Marie STARÁ. Modeling of Foundation Structures with Sliding Joint Using Results of Asphalt Belts Laboratory Tests. Transactions of the VŠB - Technical University of Ostrava. Construction Series. 2012-01-1, XII, issue 1, s. 1-7. DOI: 10.2478/v10160-012-0002-x. Dostupné z: http://www.degruyter.com/view/j/tvsb.2012.xii.issue-1/v10160-012-0002-x/v10160-0120002-x.xml JIRÁSEK, Milan a Zdeněk P. BAŽANT. Inelastic Analysis of Structures. 1. vyd. Chichester, England: John Wiley & Sons. Ltd., 2002. ISBN 978-0-431-98716-1. JIRÁSEK, Milan a Jan ZEMAN. Přetváření a porušování materiálů: dotvarování, plasticita, lom a poškození. Vyd. 1. Praha: Nakladatelství ČVUT, 2006, 175 s. ISBN 978-80-01-03555-9. JIRÁSEK, Milan; DOBRUSKÝ, Svatopluk. Accuracy of Concrete Creep Predictions Based on Extrapolation of Short-Time Data. In: Proceedings of the 5th international conference on reliable engineering computing,(197-207). 2012. KŘÍSTEK, Vladimír, Jaroslav ŘÍMAL a Jan L. VÍTEK. Reologické projevy v prvcích betonových komorových nosníků. Stavební obzor. 2013, roč. 2013, č. 6, s. 152-156. MELOSH, Robert J. Basis for derivation of matrices for the direct stiffness method. AIAA Journal, 1963, 1.7: 1631-1637. ZÍDEK, Rostislav a Luděk BRDEČKO. Deflection of Reinforcement Concrete Structures according to EC2: Comparison of Methods. In: FUIS, Ed.: Vladimír. Engineering mechanics 2011: international conference, May 9 - 12, 2011, Svratka, Czech Republic ; IM 2011 ; book of full texts. 1. ed. Prague: Inst. of Thermodynamics, Acad. of Sciences of the Czech Republic, 2011, s. 687-690. ISBN 9788087012338.
Oponentní posudek vypracoval: Ing. Tomáš Čejka, Ph.D., Katedra konstrukcí pozemních staveb, Fakulta stavební, ČVUT v Praze. Ing. Rostislav Zídek, Ph.D., Ústav stavební mechaniky, Fakulta stavební, VUT v Brně.
84
